1. 서 론
2. 실내모형실험
2.1 기본물성시험
2.2 실험 시스템
2.3 실험 조건
2.4 실험 절차
3. 실험 결과
3.1 점토 혼입 양상
3.2 다짐말뚝의 공극 막힘 메커니즘
3.3 혼입율(Clogging ratio)
3.4 점토-골재 복합지반 시편의 투수계수 측정
4. 결 론
1. 서 론
해상 연약지반의 개량을 위하여 널리 활용되는 모래다짐말뚝(Sand Compaction Pile, SCP)공법은 강도와 배수성능이 우수한 모래를 지중에서 진동 또는 충격으로 압출과 다짐을 반복하여 일련의 구근을 연속하게 시공하는 공법이다(Kim, 2009; Park et al., 2011). 이러한 양질의 모래 또는 골재를 이용한 연약지반 치환 원리에 의한 다짐말뚝 공법은 다짐말뚝과 원지반의 단면 면적비로 정의되는 치환율로 설계된다. 고치환율에서는 치환된 사질 지반 중심의 지지력 향상만을 고려할 수 있으나, 저치환율의 경우에는 다짐말뚝으로 인한 지지력 향상과 함께 말뚝의 통수능을 활용한 주변 원지반의 배수 및 압밀 촉진 효과를 고려하여 설계가 이루어진다(Barksdale and Bachus, 1983).
근래에 들어서는 국내 천연 모래의 공급량 감소에 따른 재료비 증가와 다량의 모래 채취로 인한 환경 및 민원문제가 지속적으로 제기됨에 따라, 모래 대신 쇄석이나 자갈을 활용하는 쇄석다짐말뚝(Granular Compaction Pile, GCP)공법이 대체 공법으로 제안되었다(Chun et al., 2004; Lee et al., 2010; Park et al., 2011). 하지만, 해상 연약점토지반의 낮은 전단강도로 인해 말뚝 공극에 주변지반의 점토가 혼입되는 공극 막힘(Clogging)이 발생함에 따라 해상 연약지반에서는 적용성에 한계가 발생하고 있다(Koh, 2004; Do et al., 2009; Kim, 2009; Bong and Kim, 2017).
점토가 혼입되어 공극 막힘이 발생하는 경우, 점토의 배수거리가 길어지고 투수단면적이 작아져 다짐말뚝의 배수성능이 저감되며(Deb and Shiyamalaa, 2016), 골재의 마찰력을 감소시킴으로써 전단강도가 작아져 다짐말뚝의 지지력에도 문제가 야기되는 것으로 알려져 있다(Tai et al., 2017). 따라서, 저치환율 설계 시, 주요 성능으로 고려되는 다짐말뚝의 배수성능을 저감시키는 공극 막힘을 최소화하는 기술적인 해법이 필요한 실정이다.
다짐말뚝의 공극 막힘을 규명하기 위해 쇄석다짐말뚝을 포함한 다양한 재료의 다짐말뚝공법에 대한 연구가 진행된 바 있다. 공극 막힘 실험 방법은 원통형의 말뚝체를 조성하여 압력이 가해지는 방향으로 공극 막힘을 분석하는 ‘방사형 방법’과 1차원적으로 공극 내로 혼입이 발생하는 주된 방향으로 요소를 잘라서 연직방향으로 가압하는 ‘연직 요소 방법’으로 구분된다. 방사형 방법은 공극 막힘이 발생하는 과정의 확인이 불가하며, 공극 막힘 양상을 파악하기 위하여 지반 절개 또는 CT 촬영을 요구하는 문제점을 가지고 있다. 연직 요소 방법(Fig. 1)은 방사형의 실험 결과와 매우 유사하게 나타나는 것으로 알려져 있으며(Lorenzo and Bergado; 2004), 공극 막힘 양상을 쉽게 계측할 수 있는 장점을 가지고 있다.
Park et al.(2011)은 가로 1700mm, 세로 500mm, 높이 1100mm의 박스형 토조 모서리에 반경 350mm의 쇄석다짐말뚝을 부채꼴모양으로 조성하고 상부 하중을 재하하여 방사형 방법과 유사한 경계조건으로 공극 막힘 및 통수능을 분석하였다. 실험 결과, 압력이 클수록 점토의 혼입이 크게 발생하며, 점토의 혼입에 의하여 투수단면적이 작아져 쇄석다짐말뚝이 모래다짐말뚝보다 통수능이 작아진다고 서술하였다. Chu(2013)은 직경과 높이가 100mm인 반원통 토조에 직경 20mm와 높이 100mm의 치환율 5.76%의 쇄석다짐말뚝과 모래다짐말뚝을 조성하고 상부에 300kPa의 압력을 재하 하여 방사형 방법으로 공극 막힘을 분석하였다. 실험 결과, 쇄석다짐말뚝에서는 점토의 혼입이 50% 발생하였지만, 모래다짐말뚝과 혼합다짐말뚝에서는 점토의 혼입이 10%이하로 발생하였다고 언급하였다. 또한, 압력 재하 후 각 다짐말뚝의 통수능을 분석한 결과, 쇄석다짐말뚝이 가장 작은 통수능을 보였으며, 이는 점토의 혼입에 의해 투수단면적이 감소하였기 때문으로 판단하였다. Koh(2015)은 직경 245mm와 높이 500mm의 토조에 해사, 표준사, 13, 25, 40mm의 최대 입경을 가지는 쇄석을 활용하여 연직 요소 방법으로 점토-다짐말뚝의 복합지반을 1차원적으로 조성하고 연직방향으로 가압하여 점토 혼입 양상에 대하여 실험을 수행하였다. 실험 결과, 해사와 표준사에서는 점토의 혼입이 거의 발생하지 않았으며, 쇄석의 경우 최대 입경이 클수록 점토의 혼입 깊이가 증가한다고 보고하였다. Tai et al.(2017)은 직경 300mm와 높이 600mm의 모형지반에 최대입경이 10mm인 쇄석을 활용하여 직경 100mm와 높이 600mm의 치환율 11.67%의 쇄석기둥을 조성하고, 상재하중을 재하 하여 축대칭으로 공극 막힘을 분석하였다. 실험 결과, 점토의 혼입은 지표면에서 가장 크게 발생하며, 깊이가 깊어질수록 점토의 혼입은 작아진다고 언급하였다.
공극 막힘을 개선하고자 새로운 재료를 사용하는 공법이 연구된 바 있다. Do et al.(2009), Lee et al.(2010)은 직경과 높이가 100mm인 반원통 토조에 혼합비를 달리하여 직경 22mm와 높이 100mm의 모래-쇄석, 모래-저회 혼합다짐말뚝을 조성하고 300kPa의 구속압을 재하 하여 방사형 방법으로 공극 막힘에 의한 통수능 변화를 분석하였다. 실험 결과, 초기에는 쇄석다짐말뚝의 통수능이 우수하였지만, 점토가 혼입됨에 따라 통수능이 감소하고, 혼합다짐말뚝의 통수능이 더 우세해진다고 서술하였다. You and Kim(2009) 및 Kim(2009)은 직경 280mm, 높이 100mm 원형 토조에, 모래, 쇄석, 재생골재를 활용하여 직경 150mm와 높이 80mm의 다짐말뚝을 조성한 후, 측방으로 48kPa의 구속압을 재하하여 방사형 방법으로 공극 막힘을 분석하였다. 실험 결과, 모래, 재생골재, 쇄석 순으로 점토의 혼입이 크게 발생하였으며, 구속압 적용 후 다짐말뚝의 통수능은 역순으로 크게 나타났다. 대부분의 쇄석다짐말뚝의 연구 사례에서 높은 압력 조건에서 점토의 혼입으로 인한 공극 막힘이 발생하여, 투수단면적이 감소한다고 언급하였다. 모래다짐말뚝에서는 점토의 혼입이 거의 발생하지 않았으며, 혼합다짐말뚝과 재생골재다짐말뚝의 경우 쇄석다짐말뚝보다 점토의 혼입이 상대적으로 작게 발생하였다. 또한, 최근 골재의 공극 막힘 저감 성능 향상을 위하여 Fig. 2와 같이 골재의 입도를 조정한 입도조정골재를 활용하는 공법이 Kim et al.(2021)에 의해 제안된 바 있다.
현재까지 다짐말뚝의 공극 막힘 메커니즘에 대한 명확한 정의가 없는 실정이며, 많은 다짐말뚝 공극 막힘에 대한 기존 연구들은 Rollin and Lombard(1988)의 공극 막힘 메커니즘을 인용하여 설명하고 있다(Lee et al., 2010; Chu, 2013). Rollin and Lombard(1988)은 점토입자와 지오텍스타일 배수재의 공극막힘 메커니즘에 대한 연구를 수행하였고, Fig. 3과 같이 입자와 배수재의 공극의 크기에 따라 내적 공극 막힘인 Blocking과 외적 공극 막힘인 Blinding으로 구분하여 정의하였다. Blocking은 배수재의 공극 크기와 같거나 작은 미세입자가 압력으로 인해, 배수재의 공극 내부로 혼입되어 축적되는 현상이다(Fig. 3(a)). Blinding은 배수재의 공극 크기 보다 약간 큰 미세입자가 배수재와 주변지반의 경계에서 배수재 표면에 축적되어 배수재에 비하여 상대적으로 낮은 투수성을 갖는 얇은 층이 형성되는 현상이다(Fig. 3(b)). 하지만, 이 연구는 지오텍스타일에서의 공극 막힘 메커니즘으로, 다짐말뚝으로의 공극 막힘 메커니즘에 대한 규명이 필요한 실정이다.
Weber et al.(2010)는 다짐말뚝의 공극 막힘은 다짐말뚝을 타설 하는 과정에서 시공 조건에 의해 1차적 공극 막힘이 발생되며, 2차적으로 압밀 배수로 인하여 미세한 점토 입자가 물의 흐름과 함께 다짐말뚝의 공극으로 이동하여 막힘을 유발한다고 밝힌 바 있다. 또한, Reddi et al.(2000)은 공극 막힘은 골재 공극의 크기와 물의 흐름 속도 등에 큰 영향을 받는 것으로 보고한 바 있다.
다짐말뚝의 시공 절차는 다음의 절차에 따라 Fig. 4와 같이 시공된다.
① 케이싱을 타설 위치에 세운다.
② 진동기를 작동하여 케이싱을 지중에 관입시킨다.
③ 상부 호퍼로 케이싱 내에 일정량의 모래 또는 골재를 투입하고 케이싱을 규정 높이까지 인발하면서, 케이싱 내의 모래 또는 골재를 압축공기(Air jet)로 천공부에 압출시킨다.
④ 케이싱의 선단부를 폐단면으로 하여 규정 높이까지 재관입시켜 투입된 모래 또는 골재를 다져 구근을 형성한다.
⑤ 다시 케이싱을 규정 높이까지 인발하며, 압축공기(Air jet)로 모래 또는 골재를 압출한다.
⑥ ③ - ⑥의 조작을 되풀이 하면서 케이싱을 지표면까지 반복하여 다짐말뚝 조성 완료하고, 지표면으로부터 규정 높이 도달 이후에 모래 또는 골재를 채워넣는다.
⑦ 다음 시공 위치로 이동한다.
전술한 다짐말뚝 시공 절차에서 매우 큰 압력의 압축공기(Air jet)에 의해 골재가 케이싱에서 압출된 직후에 소산되는 과정에서 점토와 다짐말뚝 사이에 상당한 차압이 발생하여 이로 인한 공극 막힘이 심화될 수 있다. 그러나, 기존 연구는 300kPa 이하의 압력 조건에서 압밀 배수에 의한 영향에 국한되어 있어 이를 실험적으로 규명할 필요가 있다.
실제 모래다짐말뚝은 일반적으로 최대 심도 60m까지 시공되며, 이때 케이싱의 선단부가 폐관되는 과정에서 약 1MPa의 압축 공기압(Air jet)이 급격하게 소산되어, 점토부의 압력과 다짐말뚝 내에 압력 차로 인해 공극 막힘 현상이 발생할 수 있어 높은 압력 조건에서의 실험이 필요할 것으로 판단된다.
따라서, 본 연구에서는 공극 막힘 메커니즘을 규명하고자 연직 요소 방법으로 점토-다짐말뚝의 복합지반을 1차원적으로 모사하고, 시공과정 중 발생하는 점토와 골재 사이의 압력 차이로 최대 930kPa의 압력 조건까지 재하할 수 있는 실험 시스템을 구축하였다. 공극 막힘이 크게 발생하는 것으로 알려져 있는 쇄석과 이를 개선하는 입도조정골재에 대하여 실내 실험을 통해 혼입 양상 및 통수능을 계측하여 공극 막힘 메커니즘을 규명하고 입도조정골재의 성능을 확인하였다.
2. 실내모형실험
2.1 기본물성시험
본 연구에서의 점토지반은 인도네시아산 카올린 점토를 활용하여 조성하였으며, 다짐말뚝지반은 전남 여수 석산에서 채취한 최대 입경 25mm 쇄석과 입도조정골재를 활용하였다. 카올린 점토는 비중 시험, 액소성 한계시험, 변수위 투수시험을 수행하였으며, 쇄석과 입도조정골재는 체가름 시험, 밀도 시험, 정수위 투수시험을 수행하였다. 카올린 점토의 물리적 성질은 Table 1과 같으며, 쇄석과 입도조정골재의 입도분포는 Table 2와 Fig. 5와 같다. 각 재료의 투수계수는 카올린 점토는 4.746×10-6cm/s, 쇄석은 1.052×10-1cm/s, 입도조정골재는 5.402×10-2cm/s로 나타났다.
Table 1.
Geotechnical properties of kaolin clay
| Soil property | Value |
| Mineral | Kaolinite |
| Source | Indonesia |
| Specific gravity | 2.53 |
| Liquid limit (%) | 67.99 |
| Plastic limit (%) | 37.57 |
| Plasticity index (%) | 30.42 |
Table 2.
Geotechnical properties of compaction pile materials
| Crushed stone (C1) | Controlled aggregate (C2) | |
| D60 (mm) | 16.3 | 6.4 |
| D50 (mm) | 15.0 | 4.8 |
| D30 (mm) | 12.6 | 2.0 |
| D10 (mm) | 8.9 | 0.5 |
| cu | 1.82 | 11.85 |
| cg | 1.09 | 1.16 |
| Dmax (mm) | 25 | 25 |
| USCS | GP | GW |
2.2 실험 시스템
본 연구에서는 Fig. 6과 같이 조성된 점토-골재 복합지반(Composite soil) 시편의 상단에 다짐말뚝 시공 조건에 준하는 압력을 재하 하여 점토의 혼입을 모사하였다. 이때 발생하는 점토의 혼입 양상과 통수능의 변화를 계측하기 위한 실험 시스템을 구축하여 실험을 수행하였다. 전술한 바와 같이, 다짐말뚝 시공 절차 중 골재 압출을 위하여 가압된 압축공기를 압출 후 제거하면서, 직후에 점토-골재 복합지반에 상당한 압력 차이가 발생한다. 이로 인한 공극 막힘 현상을 규명하기 위해, 최대 930kPa의 압력 조건까지 시편에 가압할 수 있는 압력 시스템을 구축하여 실험을 수행하였다.
실험에 사용되는 토조는 229mm, 높이 355mm의 투명한 아크릴로 제작하여 점토의 혼입 양상을 압력 조건 별로 계측하고자 하였다. 토조 외벽에 투명지를 붙여 혼입 양상을 본을 떠서 시편 외측의 혼입 깊이를 측정하고, 실험 종료 후 시편을 절개하여 시편 내측의 혼입 양상을 관찰하였다.
또한, 점토에 의하여 공극 막힘이 발생됨에 따른 다짐말뚝의 배수성능의 변화를 분석하고자, 두 가지 투수시험을 수행하였다. 첫째는, 공극 막힘 모사를 위한 압력 재하로 인하여 복합지반시편을 통과하는 침투가 발생하므로 하단의 유출구에 월류 수조를 설치하여 압력 단계 별 가압 시 시편으로부터의 배출되는 유량을 계측하여 통수능을 측정하였다. 둘째는, 시공 조건 모사를 위한 가압 투수시험 완료 후, 입수구에 연결되어 있는 스탠드 파이프(Stand pipe)를 이용하여 변수위 투수시험으로 점토가 혼입된 시편의 통수능을 계측하였다.
2.3 실험 조건
본 연구는 다짐말뚝 골재의 종류와 구속압을 매개변수로 실험을 수행하였다. 다짐말뚝 형성 골재는 쇄석과 입도조정골재를 활용하여 공극 막힘 양상을 비교 및 분석하였다. 상단 압력은 20, 40, 80, 160, 240, 320, 640, 930kPa의 압력 순서로 최대 930kPa압력 조건까지 증압하며 재하 하여 압력 변화에 따른 혼입 깊이와 통수능을 측정하였다.
2.4 실험 절차
2.4.1 점토-골재 시편 조성
점토 및 골재 시편의 높이는 복합지반 개념으로 15.1%의 치환율(as)로 설계하였다. 치환율은 다짐말뚝과 원지반의 단면 면적비로 다짐말뚝 설계에 중요한 정수로, 식 (1)로 산정될 수 있다(You and Kim, 2009; Basack et al., 2018). 결과적으로, 조성된 점토지반은 높이 196mm이고, 다짐말뚝지반은 높이 125mm이다.
여기서, AC는 다짐말뚝의 면적, AS는 다짐말뚝 면적을 제외한 원지반의 면적이다.
모형점토지반을 조성하기 위해 토조 하단에 토조 내경과 동일한 직경으로 절단한 지오텍스타일을 포설하였다. 이후, 카올린 점토 분말을 액성한계의 두 배인 함수비 140%를 갖도록 믹서로 교반하여 점토 슬러리를 만든 후, 토조에 초기 높이 335mm까지 채웠다. 그 후, 선행 압밀 재하 시스템을 설치하여(Fig. 7(a)) 2kPa 부터 60kPa까지 침하량이 수렴할 때마다 증압하여 점토지반을 선행압밀하여 조성하였다(Fig. 7(b)). 압밀 완료 후, 골재를 교란을 최소화 하면서 비는 공간이 없도록 채워 넣어 다짐말뚝 부분을 조성하였다(Fig. 7(c)). 조성된 다짐말뚝부의 상대밀도는 50%로 측정되었다. 점토-골재 시편 조성 후, 토조 하부 프레임을 연결한다. 상부에 점토가 위치하도록 토조를 뒤집어 월류수조(Overflow tank) 위에 배치하고, 스탠드파이프를 토조의 상단 입수구에 연결하여 실험 준비를 완료하였다(Fig. 7(d)).
2.4.2 공극 막힘 실험 및 투수계수 측정 절차
공극 막힘 모사 실험과 투수계수 측정 시험은 2.3절에 서술한 압력의 순서로 단계별로 수행되었다. 각 단계에서 (1) 토조 상단에 해당 압력을 가하여 연직방향으로 혼입을 모사하였고, 동시에 배출 유량을 통해 투수계수를 계측하였다. (2) 압력을 제거하고 점토-골재 시편의 상태를 보존한 후, 외벽에 붙인 투명지에 점토의 혼입 양상의 본을 떠서, 점토 입자의 혼입량을 측정하였다. (3) 이후, 점토-골재 시편에 변수위 투수시험(KS F 2322)을 수행하여 점토-골재 시편의 전체 투수계수를 계측하였다. (4) 다음 단계로 압력을 증압하여 앞선 (1)~(3)절차를 반복하였다. 마지막 압력 조건인 930kPa 완료 후, 점토-골재 복합지반 시편을 절개하여 내부 혼입 깊이를 측정하였다.
3. 실험 결과
3.1 점토 혼입 양상
압력 단계 별, 외벽에 붙인 투명지로 토조 외벽에서 측정된 점토의 혼입 깊이(Clogging depth)는 Fig. 8과 같다. 대체로 외벽 경계를 따라 외벽-골재 사이의 공극 분포의 변동성으로 인하여 혼입 깊이가 외벽을 따라 고저를 반복하고 있으나, 압력이 0kPa에서 930kPa까지 증가함에 따라 혼입 깊이가 증가하는 것으로 나타났다. 또한, Fig. 8(a)의 쇄석과 Fig. 8(b)의 입도조정골재를 비교하면 입도조정골재의 혼입 깊이가 확연하게 작은 것을 확인 할 수 있다. 내부 점토 혼입 양상을 확인하고자 실험 종료 후, 점토-골재 복합지반 시편을 절반으로 절개하여 골재 지반의 초기 높이로부터 점토의 혼입 깊이를 계측한 결과를 Fig. 8의 점선(Measurements after dissecting)으로 나타내었다. 쇄석(C1)의 내부 혼입 깊이는 61~78mm로 토조 외벽에서 측정된 혼입 깊이의 약 95% 정도로 나타났으며, 입도조정골재(C2)의 내부 혼입 깊이는 0~1mm로 쇄석과 달리 내부에서의 공극 막힘은 거의 발생되지 않았다.
Fig. 8의 압력 단계 별 점토 혼입 깊이의 평균을 Fig. 9와 Table 3에 나타내었다. 토조 외벽에서 측정된 혼입 깊이는 쇄석과 입도조정골재 모두 압력 증가에 따라 360kPa의 압력 조건까지 급격하게 증가하다가 수렴하였다. 또한, 쇄석의 혼입깊이가 입도조정골재의 혼입깊이에 비하여 2.9~4.3배 크게 나타났다. 따라서, 입도조정골재다짐말뚝은 쇄석다짐말뚝에 비하여 공극 막힘이 저감 될 것으로 판단된다.
Table 3.
Clogging depths
3.2 다짐말뚝의 공극 막힘 메커니즘
본 연구에서 시료를 절개하여 나타난 다짐말뚝으로의 공극 막힘 현상을 Fig. 10과 Fig. 11과 같이 분석하였다. Fig. 10은 쇄석(C1) 시편을 절개한 결과로, Rollin and Lombard(1988)가 제시하는 공극 막힘 메커니즘인 Blinding과 Blocking과 유사한 현상이 관측되었다. 더욱이 Blocking현상을 넘어서 상당한 양의 점토가 골재의 공극으로 밀려들어간 현상이 관찰되었으며, 이는 다짐말뚝 시공 시 사용되는 Air-jet에 준하는 압력에 의해 발생하는 것으로 판단된다. 이와 같이 다짐말뚝에서 발생할 수 있는 공극 막힘 메커니즘을 Fig. 12와 같이 3가지로 정의하였다.
첫째로, 다짐말뚝과 점토의 경계에서 얇고 조밀한 층이 형성되는 외적인 공극 막힘을 Blinding 현상으로 정의하였다(Fig. 12(a)). 둘째로, 압력에 의해 골재의 공극의 크기보다 작은 점토 입자가 유로를 타고 공극 내부로 혼입되는 내적 공극 막힘을 Blocking 현상으로 정의하였다(Fig. 12(b)). 마지막으로, 높은 압력 조건에서 다짐말뚝의 공극이 클 경우, 점토 입자가 압력에 의해 공극에 연속적으로 침입 될 수 있으며, Blocking 보다 훨씬 큰 투수단면적과 배수성능의 손실이 발생한다. 이와 같은 현상을 본 연구에서는 Infiltrating으로 새롭게 정의하였다(Fig. 12(c)).
반면, 쇄석(C1)과 달리 입도조정골재(C2)는 Fig. 11과 같이 입도조정골재와 점토의 경계에서 얇은 막이 형성되는 Blinding 현상만이 지배적으로 관찰되었다.
3.3 혼입율(Clogging ratio)
점토의 골재 내부 혼입은 다짐말뚝 치환율의 감소가 된다. 치환율의 감소는 배수면적이 감소하고 결과적으로 배수거리의 증가를 의미하며, 이는 배수성능 저감으로 이어진다. 치환율의 감소를 정량화하여 식 (2)의 혼입율을 정의하였으며, 본 연구에서 산정된 혼입율과 Table 4에 도시한 기존 실험 연구 결과를 비교하였다.
Table 4.
Clogging test from previous researches
| Reference | Material for compaction pile | Pressure (kPa) | Clogging ratio, cr | |
| Kho (2015) | 25mm crushed stone | 0 - 300 | 0.06 - 0.72 | |
| You and Kim (2009) | C1 | 25mm crushed stone | 48 | 0.13 |
| C2 | Recycle aggregate (U=50%) | 0.09 | ||
| C3 | Recycle aggregate (U=100%) | 0.02 | ||
| Kim (2009) | C1 | 25mm crushed stone | 48 | 0.30 |
| C2 | Recycle aggregate (U=50%) | 0.38 | ||
| C3 | Recycle aggregate (U=75%) | 0.30 | ||
| C4 | Recycle aggregate (U=100%) | 0.25 | ||
| Chu (2013) | C1 | 10mm crushed stone | 300 | 0.56 |
| C2 | Sand 30: crushed stone 70 | 0.30 | ||
| C3 | Sand 50: crushed stone 50 | 0.29 | ||
| Tai et al. (2017) | 10mm crushed stone | 210 | 0.36 | |
여기서, as0는 초기 치환율, asc는 점토의 혼입으로 감소한 치환율이다.
본 연구의 쇄석(C1)과 최대입경 10~25mm의 쇄석에 대한 선행 연구 결과의 혼입율을 Fig. 13(a)에 비교하였다. 입도조정골재(C2)는 선행 결과 중 유사한 재료인 모래-쇄석 혼합다짐말뚝과 재생골재 다짐말뚝의 실험 결과와 Fig. 13(b)에 비교하였다.
쇄석(C1)의 혼입율은 기존 실험 결과와 대체로 유사한 양상을 보였으며, 압력이 클수록 혼입율이 급격하게 증가하다 수렴하는 양상을 보였다. 입도조정골재(C2)의 혼입율은 혼합다짐말뚝과 재생골재다짐말뚝의 실험 결과 보다 혼입율이 작게 나타났다. 결과적으로, 930kPa의 압력 조건에서 쇄석의 혼입율은 0.82이며, 입도조정골재의 혼입율은 0.02로 공극 막힘 현상이 거의 발생하지 않았다. 따라서, 입도조정골재다짐말뚝은 공극 막힘에 대한 저항 성능의 크게 향상된 것으로 확인되며, 쇄석다짐말뚝의 문제점을 개선할 것으로 판단된다.
3.4 점토-골재 복합지반 시편의 투수계수 측정
2.4.2절에 서술한 바와 같이, 점토-골재 복합지반 시편의 투수계수는 공극 막힘 실험 도중에 시간의 따른 배출 유량을 통해 측정하고, 공극 막힘 실험 완료 후 압력을 제거하고 점토 혼입이 발생한 시편에 대하여 변수위 투수시험을 수행하여 측정하였다. 쇄석(C1)은 640kPa 압력 조건에서 점토 층을 관통하는 유로가 형성되어 투수계수를 측정하지 못하였다.
3.4.1 가압 조건에서의 측정된 투수계수
가압을 하는 동안 시편의 상부로 투입된 물이 하부 월류 수조로부터 배출되는 유량을 활용하여 식 (3)에 따라 점토-골재 복합지반 시편의 투수계수를 산정하고 Fig. 14에 나타내었다. 압력이 클수록 배출 유량이 크게 나타났으며, 급격하게 증가하다가 증가율이 점점 감소하는 경향을 보였다.
여기서, Q는 시간에 따른 배출유량, A는 시료의 단면적, i는 동수경사이다.
쇄석에 비하여 입도조정골재는 40kPa 이하의 압력 조건에서는 투수계수가 상대적으로 작게 나타났지만, 이후 압력 조건에서 쇄석의 투수계수보다 크게 나타났다. 쇄석의 경우 압력이 증가함에 따라 점토지반의 압밀에 따른 영향과 점토에 의한 공극 막힘 현상으로 인해 골재의 투수단면적이 감소하고 배수거리가 증가하였기 때문으로 판단되며, 이는 혼합다짐말뚝의 공극 막힘 실험을 수행한 Lee et al.(2010)와 Do et al.(2012)의 연구 결과와 유사한 양상을 보인다. 따라서, 실제 현장에서 압축공기압(Air jet)이 급격하게 소산되거나 깊은 심도로 인한 높은 압력이 작용하는 경우, 쇄석다짐말뚝에 점토 혼입으로 인한 투수단면적 감소로 입도조정골재의 통수능이 더 우수할 것으로 판단된다.
3.4.2 변수위 투수계수
가압 실험 후, 점토가 혼입된 시료의 변수위 투수시험을 수행하였다. 시간에 따른 스탠드 파이프의 수위 변화를 계측하여 아래와 같은 식 (4)로 점토 혼입이 발생한 점토-골재 시편의 등가 투수계수를 산정하였다.
여기서, a는 스탠드 파이프의 단면적, A는 시료의 단면적, L은 시료 길이, Δt는 투수시간, h1은 초기 수위, h2은 변화된 수위이다.
변수위 투수시험 전 시편에 가압된 압력 단계 별, 점토가 혼입된 시편의 투수계수는 Fig. 15에 도시한 바와 같다. Fig. 15의 x축은 변수위 계측 전 시편에 재하한 압력을 의미하며, y축은 점토가 혼입된 점토-골재 복합지반 시편의 등가 투수계수이다.
투수계수는 선행압밀하중의 1~2배인 60~120kPa의 압력이 재하된 조건에서 급격하게 감소되고 이후 수렴하는 양상을 보였다. 이는 알려진 바와 같이 공극 막힘으로 투수단면적이 감소하여 배수성능이 저감되는 현상이 나타난 것으로 판단된다. 쇄석의 경우 극심한 점토 혼입으로 급격한 투수계수의 감소가 발생하였다고 판단된다. 반면, 입도조정골재는 내부로 점토가 혼입되는 현상은 없었으나, Blinding의 형성으로 다소 투수계수가 감소하는 것을 확인하였다.
3.4.3 공극 막힘 층 투수계수
공극 막힘의 결과로 골재의 경계로부터 일정 깊이까지 점토가 골재로 혼입된 공극 막힘 층이 형성된다. 연속된 층을 통과하는 경우의 투수계수 식인 식 (5)에 점토와 골재의 단일 투수계수를 적용하여 공극 막힘 층의 투수계수를 산정하였다.
여기서, K는 전체 점토-골재 시편의 전체투수계수, ki는 투수계수, H는 전체 점토-골재 시편의 높이, hi는 시편의 높이이다. 아래 첨자는 c=점토층, ca=공극 막힘 층, a=골재층이다.
산정된 공극 막힘 층 투수계수는 Fig. 16과 같다. 쇄석의 점토 혼입 층 투수계수는 압력이 클수록 감소하는 양상을 보였으며, 2.55×10-8~2.27×10-7cm/s의 범위로 산정되었다. 입도조정골재의 점토혼입층 투수계수는 압력이 클수록 증가하는 양상을 보였으며, 7.88×10-10~2.48×10-9cm/s의 범위로 산정되었다. 점토가 혼입된 골재의 투수계수는 점토의 투수계수보다 작게 나타났으며, 이는 박스형 토조에 점토가 혼입된 골재 시편을 조성하여 투수계수를 측정한 Basack et al.(2018)의 연구결과와 유사하다. 따라서, 다짐말뚝에 점토의 혼입이 발생할 경우 급격한 투수성능의 저감이 발생할 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 입경이 큰 골재를 활용한 다짐말뚝에서의 공극 막힘 현상을 규명하기 위해 쇄석과 입도조정골재를 활용한 공극 막힘 모형실험을 수행하여, 압력 조건에 따른 점토의 혼입 양상과 그에 따른 통수능의 변화를 계측하여 분석하였다. 본 연구의 결론은 다음과 같다.
(1) 압력이 클수록 점토의 혼입 깊이는 증가하였으며, 급격하게 증가하다가 수렴하는 양상을 보였다.
(2) 다짐말뚝 시공 시 발생하는 공극 막힘 메커니즘은 Rollin and Lombard(1988)이 제시하였던 Blinding과 Blocking 이외에도 Infiltrating 현상을 새롭게 관측하였다. 특히, 쇄석은 Blinding, Blocking과 Infiltrating 현상이 모두 관찰되었으나, 입도조정골재는 Blinding현상 만이 관측된다. 따라서, 입도조정골재는 공극 막힘에 우수한 성능을 보일 것으로 판단된다.
(3) 점토의 혼입으로 인해 감소된 치환율을 정량화하는 혼입율을 산정한 결과, 930kPa의 압력 조건에서 쇄석의 혼입율은 0.82이며, 입도조정골재의 혼입율은 0.02로 공극 막힘 현상이 거의 발생하지 않아 공극 막힘 저감 성능의 큰 향상이 확인된다.
(4) 선행 압밀 하중보다 큰 압력이 작용하는 경우, 점토의 혼입율 차이로 인해 쇄석에 비해 입도조정골재의 통수능이 더 우수한 것으로 나타났다.
(5) 점토가 혼입된 시료의 투수계수는 선행압밀하중의 1~2배의 압력 범위에서 급격히 감소하다가 이후에는 수렴하는 양상을 보였으며, 점토가 혼입된 공극 막힘 층의 투수계수는 점토의 투수계수보다도 작게 나타나는 점을 고려할 때, 공극 막힘 현상이 발생할 경우 투수성능의 급격한 저감이 일어날 것으로 예상된다.
